(57)【要約】上部端が前縁を構成する正面を有し、および上部端が後縁を構成する後面を有する開放形キャビティ上の圧力振動または音響負荷は、キャビティ内部で凸状曲面を呈するように後面に湾曲を適用することによって低減される。ある実施形態では、凸状曲面の長手方向軸を通る断面図は、楕円の一部を描く。【選択図】図４
2019510174.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
開放形キャビティ上の圧力振動または音響負荷を減らす方法であって、前記開放形キャビティは、上部端が前縁を構成する正面を有し、および上部端が後縁を構成する後面を有し、前記方法は、キャビティ内部で凸状曲面を呈するように、実質的にすべての後面に湾曲を適用する工程を含む、方法。
【請求項２】
凸状曲面の長手方向軸を通る断面図は楕円の一部を描く、請求項１に記載の方法。
【請求項３】
凸状曲面の長手方向軸を通る断面図は双曲線の一部を描く、請求項１に記載の方法。
【請求項４】
凸状曲面の長手方向軸を通る断面図は放物線の一部を描く、請求項１に記載の方法。
【請求項５】
凸状曲面の長手方向軸を通る断面図は、一般的な多項式、一般的な三角関数、一般的な双曲線関数、および一般的な指数関数のいずれか１つの一部を描く、請求項１に記載の方法。
【請求項６】
開放形キャビティ上の圧力振動または音響負荷を減らす方法であって、前記開放形キャビティは、上部端が前縁を構成する正面を有し、および上部端が後縁を構成する後面を有し、前記方法は、凸状曲面の長手方向軸を通る断面図が楕円の一部を描くように、キャビティ内部で凸状曲面を呈するように後面の少なくとも上部に湾曲を適用する工程を含む、方法。
【請求項７】
音速以下、遷音速、および超音速のマッハ数で振動を低減するために使用される、請求項１から６のいずれか１つに記載の方法。
【請求項８】
開放形キャビティは、自動車の窓、屋根の開口部、音速以下の飛行機着陸装置、遷音速の航空機の爆弾倉、超音速のスクラムジェット絶縁装置およびスクラムジェット燃焼装置内のキャビティ火炎保持器から成る群に含まれる、請求項１〜７のいずれか１つに記載のキャビティ。
【請求項９】
開放形キャビティであって：
その上部端が前縁を構成する正面、および
その上部端が後縁を構成する後面を含み；
後面は、キャビティの底から伸長するまたはそれに近接し、キャビティ内部で凸状曲面を呈するように湾曲することを特徴とする開放形キャビティ。
【請求項１０】
凸状曲面の長手方向軸を通る断面図は楕円の一部を描く、請求項９に記載のキャビティ。
【請求項１１】
凸状曲面の長手方向軸を通る断面図は双曲線の一部を描く、請求項９に記載のキャビティ。
【請求項１２】
凸状曲面の長手方向軸を通る断面図は、放物線の一部を描く、請求項９に記載のキャビティ。
【請求項１３】
凸状曲面の長手方向軸を通る断面図は、一般的な多項式、一般的な三角関数、一般的な双曲線関数、および一般的な指数関数のいずれか１つの一部を描く、請求項９に記載のキャビティ。
【請求項１４】
開放形キャビティであって：
その上部端が前縁を構成する正面、および
その上部端が後縁を構成する後面を含み；
ここで、凸状曲面の長手方向軸を通る断面図が楕円の一部を描くように、キャビティ内部に凸状曲面を呈するように後面の少なくとも上部が湾曲している、開放形キャビティ。
【請求項１５】
自動車の窓、屋根の開口部、音速以下の飛行機着陸装置、遷音速の航空機の爆弾倉、超音速のスクラムジェット絶縁装置およびスクラムジェット燃焼装置内のキャビティ火炎保持器からなる群に含まれる、請求項９〜１３のいずれか１つに記載のキャビティ。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明はキャビティの後面における流体の流れに関する。
【背景技術】
【０００２】
キャビティ流れには、音速以下にはじまり、遷音速、超音速、極超音速流れまでの全流れ状態におよぶ用途が見出され、また、自動車の窓または屋根の開口部および航空機着陸装置（音速以下）、航空機の爆弾倉（遷音速）、スクラムジェット絶縁装置およびスクラムジェット燃焼装置内のキャビティ火炎保持器（超音波）などの対応する可能な用途も見出される。キャビティ流れは、その長さ対深さの比率（Ｌ／Ｄ）に基づいて、開放または閉鎖に分類される。Ｌ／Ｄ比が１０未満の開放形キャビティ流れに関する問題において極めて重要なのは、幾可学的形状によって生じる強い圧力振動である。これらの圧力振動は、キャビティとその完全性を収容する構造を損ない得る、キャビティの幾可学的形状の近接部におけるノイズレベルと共に変動性の厳しい圧力負荷をもたらす。そのようなキャビティの幾何学的形状に関する圧力とノイズ特性を理解するために、今日までに多くの研究が行われてきた。より最近の研究は、能動および受動制御技術の実装による、キャビティに対するそのような負荷の制御を指向している。しかしながら、公開文献で報告されているそのような方法の実行は、単純な幾可学的形状のキャビティ相当物に適用される場合、より複雑になり、さらなる努力と力が必要とされる。これらの技術はさらに、実用的な実現において、他の関連する困難と問題をもたらすかもしれない。
【０００３】
図１ａは開放キャビティの略図であり、幾何学形状と命名法を示す。図では、（Ｌｆ）は底の長さを表し、長方形キャビティでは（Ｌ）と等しい。キャビティの幾可学的形状は、図２に示されるように、後ろ向きの段と前向きの段の組み合わせである。後ろ向きの段の先端は、キャビティの前縁（ＬＥ）であり、および前向きの段の先端はキャビティの後縁（ＴＥ）である。キャビティ上の流れについては、キャビティ前縁からはく離する自由流の流れ、およびキャビティの全長に渡り、かつキャビティの後縁に衝突するせん断層が形成される。後縁での衝突の後、後ろ向きの段と前向きの段との間のキャビティ流路を通じて上流に伝播する音パルスが生成される。このパルスは前縁におけるせん断層形成を引き起こし、ケルビン・ヘルムホルツ不安定性を誘起し、それは後縁に向かう対流中に増大して一連の渦を形成する。後面への衝突の後、フィードバックループを閉じ、および自立型の圧力振動を提供する音波が再生成される。これらの振動およびその関連する共振振動数は、波の構造的な強化を提供するフィードバックループ内の位相関係によって判定することができる。キャビティ内部の圧力変動スペクトルは、関連する狭帯域音および広帯域ノイズからなる。広帯域の源は、自由流およびせん断層である。
【０００４】
図３は、開放キャビティ振動に関連する自立型のフィードバックループを、以下の命名法を使用して概略的に示す：
Ａ：せん断層が形成される
Ｂ：ＴＥ衝突
Ｃ：圧力波の生成
Ｄ：圧力波が上流に移動
Ｅ：圧力波がせん断層の最大受容に向かう
Ｉ（Ｅ）：分離先端部ＬＥとの相互作用
Ｖ（Ａ）：不安定性の拡大が強い渦を引き起こす。
【０００５】
先に参照した不安定性は、対流中に増幅し、および渦を引き起こし、それは再び後縁にさらに強く衝突してより多くの新しい音響パルスを生成し、そして自立型のフィードバックループが完成する。これは著しいノイズをもたらす大きな圧力振動に帰結する。
【０００６】
したがって、幾可学的構成により生じる、そのような不必要だが不可避の負荷を緩和するための単純な手法の探求が望まれる。
【０００７】
図１ｂは、Ｚｈａｎｇ，Ｘ．，Ｒｏｎａ  Ａ．Ｅｄｗａｒｄｓ  Ｊ．Ａ．１９９８  “Ｔｈｅ  ｅｆｆｅｃｔ  ｏｆ  ｔｒａｉｌｉｎｇ  ｅｄｇｅ  ｇｅｏｍｅｔｒｙ  ｏｎ  ｃａｖｉｔｙ  ｆｌｏｗ  ｏｓｃｉｌｌａｔｉｏｎ  ｄｒｉｖｅｎ  ｂｙ  ａ  ｓｕｐｅｒｓｏｎｉｃ  ｓｈｅａｒ  ｌａｙｅｒ．”“Ｔｈｅ  Ａｅｒｏｎａｕｔｉｃａｌ  Ｊｏｕｒｎａｌ  Ｐａｐｅｒ”Ｎｏ．２２５８，１２９−１３６から取った。ここでは、湾曲した傾斜部がキャビティの後縁に適用され、キャビティの後部壁の先端部から上部端まで延びる。キャビティの下流の広さはキャビティの深度（Ｄ）と等しい。Ｚｈａｎｇ等の図を参照すると、図１６では、シミュレーションの開始頃の顕著な上昇を含む、キャビティの後縁の近接部における著しい圧力振動があることがわかる。さらに、図５および１６を特に参照すると、共にｘ＝０．３３Ｄという同一の数値で計算されたｈ＝０Ａ（図５）およびｈ＝０．６（図１６）の場合の０〜２００のｔＶ∞／Ｄの同範囲にわたる圧力経過が示される。圧力振動の振幅がいずれの場合も実質的に同じであることが理解される。すなわち、湾曲した傾斜部の高さ（ｈ）が増加しても、振幅に大きな減少はない。さらに、いずれの場合の圧力振動の振幅も、図５ｂで示されるくさび形のものよりも著しく高い。
【０００８】
以下の記述から明らかになるように、これは本発明とは好対照であり、本発明では、図１３ｄに見られるように、楕円面が用いられる場合に検出可能な圧力振動はない。さらに、楕円面に関する本発明の結果は、発明者によって計算され、おび測定されたように、４５°のくさび形に対して著しい改善を示す。
【０００９】
米国特許第第６，４４６，９０４は、航空機の爆弾倉内に進退自在に収容された拡張可能なスポイラーを含む、航空機の爆弾倉高周波音響抑制装置を開示する。インジェクタユニットは、加圧ガスの高周波パルスを気流に注入するために、スポイラー内に収容される。インジェクタユニットはノズルとの流体連通の出口に共鳴管を含む。共鳴管の震動性の出力は、ノズル内の加圧ガスの流れを乱し、効果的にそれを別々のスラグまたはパルスに分割し、それはその後、ノズルを出て気流に入る。航空機の爆弾倉の高周波音抑制装置によって生じる、爆弾倉での気流の高周波摂動は、開放爆弾倉内の望ましくない音響共鳴を効果的に抑制する。
【００１０】
米国特許第５，３４０，０５４は、流体内を移動する機構フレームのキャビティに生じることが分かっている振動を除去するために、キャビティの前縁に位置する摂動要素を開示する。摂動要素は、後縁におけるキャビティからのいかなる残存振動も反射し、音響振動を引き起こす渦の生成および成長を防ぐ、様々な形状および幾何学的配置の多数のピンの形態をとり得る。キャビティからの残存振動の反射は、キャビティの後縁を傾斜させることによって達成され得る。
【００１１】
米国特許第５，６９９，９８１は、直径の小さい円筒状部材であり、キャビティの前縁付近の航空機表面、およびそれをまたがる気流の横断から約３の気流境界層厚さに対応する距離に、平行およびその距離まで一定間隔で配された部材、および、部材に動作可能に接続され、部材と航空機表面の間の間隔を選択的に調節するアクチュエータ、を含む航空機キャビティ音響共鳴抑制システムを開示する。
【００１２】
米国特許第６，０５０，５２７は、上流の入口端と下流の入口端との間に画定された入口開口部を有する、閉端またはほぼ閉じた端部の流路内の、流れにより誘起された空胴共振を除去する流れ制御装置、および方法を開示する。流路は、開口部を介して外部からの流体の流れを受け入れる。流れ制御装置は、前縁、後縁、および入口に翼を接続するための多くの支持部材を有する静止した入口案内翼を含む。
【００１３】
欧州特許１  ７１４  ８７１は、容積、開口部、および開口部とキャビティを接続する流路を有するキャビティを含む、エンジンで使用される音響共鳴器を開示する。開口部は、流路に入る流体のはく離を遅らせるための、および流体のはく離によって引き起こされる損失を減らすための、前縁における面輪郭を有する。
【発明の概要】
【００１４】
前述の欠点は、各独立請求項の特徴を有する方法および開放形キャビティを用いて、本発明によって取り組まれる。
【００１５】
本発明によれば、キャビティの後面の幾可学的形状は、キャビティの長手方向軸に沿った断面図で見た時に湾曲した凸面の上にあるように修正される。
【００１６】
特に、楕円の形状は、安定したせん断層再付着を引き起こし、それによってキャビティを出入りする多量の流れを制限し、振動の有意な減少または完全な軽減をもたらすことがわかっている。そのような実施形態は楕円の後面（ＥＲＦ）として言及される。実行された実施形態では、楕円は、キャビティ深度の２倍の軌道長半径、およびキャビティの全深度にぴったり広がる軌道短半径を有する。しかしながら、異なる縦横比も有効であることがわかっており、それには円形面を定義する１：１の縦横比も含まれる。
【００１７】
楕円の後面は特に効果的であることがわかっているが、本発明は楕円の幾何学的形状だけに制限されない。より一般的には、凸状曲面の長手方向軸を通る断面図は、楕円、双曲線、放物線、一般的な多項式、一般的な三角関数、一般的な双曲線関数、または一般的な指数関数の一部を描き得る。
【００１８】
本発明は、先に論じられ、および図１ｂに示されたＺｈａｎｇらによる上記の参考文献とは２つの点で異なることに留意されたい。まず、本発明では、湾曲面は好ましくはキャビティの底から延びる、またはそれに近接する。より具体的には、湾曲面が０．２Ｄ以下の高さでキャビティの後部壁と交差する場合、良い結果が期待される。このＤはキャビティの深度である。さらにより好ましくは、それは、図４に示されるようにキャビティの底から延びる。これとは対照的に、Ｚｈａｎｇ等では、図１に示される距離（ｈ）は０．２から０．６Ｄの間で変わる場合もあり、これは、（Ｄ）−（ｈ）の高さでキャビティの後部壁と交差する湾曲面が、キャビティの底から少なくとも０．４Ｄの位置で取って代わられることを意味する。さらに、Ｚｈａｎｇ等において湾曲面がキャビティの後部壁と交差する先端部では、面の勾配に断続があり、それは本発明の好ましい幾可学的形状ではすべて回避される。第２に、言及されるように、本発明では、楕円の壁面を使用することで特に有利な結果が得られた。先に言及されたように、Ｚｈａｎｇ等の図１６と本発明の図１３ｄとを比較することによって違いが強調され、双方がキャビティの後縁の近接部において計算された圧力振動を示す。
【図面の簡単な説明】
【００１９】
本発明を理解し、かつ本発明がどのように実際に実施され得るかを確かめるために、添付の図を参照しつつ、ほんの非限定的な例としてここから実施形態を記載していく。
【図１ａ】先行技術の開放キャビティの略図であり、幾何学的形状と命名法を示す。
【図１ｂ】先行技術の開放キャビティの略図であり、幾何学的形状と命名法を示す。
【図２】先行技術の開放キャビティ流れの幾可学的形状の、さらなる詳細を示す。
【図３】先行技術の開放キャビティ振動に関連する、自立型のフィードバックループを概略的に示す。
【図４】本発明の実施形態に係る、修正された開放キャビティの略図である。
【図５ａ】異なるマッハ数で、後面における圧力の計算された経時変化をグラフ式に示す。
【図５ｂ】ＥＲＦの採用による、図５ａで示される振動の完全な軽減を実証する、圧力の計算された経時変化をグラフ式に示す。
【図６ａ】Ｍ＝０．９において、長方形キャビティと縁が楕円のキャビティとの間の、キャビティの底に沿った圧力係数における計算された差をグラフ式に示す。
【図６ｂ】Ｍ＝０．９において、長方形キャビティと縁が楕円のキャビティとの間の、キャビティの底に沿って実験的に測定された、圧力係数における実際の差をグラフ式に示す。
【図７】Ｍ＝０．９において、長方形キャビティと縁が楕円のキャビティに関して、キャビティの底で測定された音圧レベルの比較であり、端部音の完全な除去を示す。
【図８】様々な無次元時間における渦の等高線を示す。
【図９】長方形キャビティに関する、実験で得た結果と計算で得た結果の比較を示す。
【図１０】計算された瞬時の流動領域の比較を示す。
【図１１ａ】Ｍ＝０．９において、オイルフローによる可視化を採用した、長方形キャビティの面上での表面流のパターンを示す。
【図１１ｂ】Ｍ＝０．９において、オイルフローによる可視化を採用した、縁が楕円のキャビティの面上での表面流のパターンを示す。
【図１２ａ】様々なマッハ数において、計算上のおよび測定されたキャビティの底での圧力分布の比較を示す。
【図１２ｂ】様々なマッハ数において、計算上のおよび測定されたキャビティの底での圧力分布の比較を示す。
【図１３ａ】ＶＲＦ、Ｍ＝０．９に関して、計算された圧力経時変化を示す。
【図１３ｂ】ＶＲＦ、Ｍ＝０．７に関して、計算された圧力経時変化を示す。
【図１３ｃ】ＶＲＦ、Ｍ＝０．５に関して、計算された圧力経時変化を示す。
【図１３ｄ】ＥＲＦ、後面に関して、計算された圧力経時変化を示す。
【図１４ａ】ＶＲＦ、Ｍ＝０．９に関して、測定された圧力経時変化を示す。
【図１４ｂ】ＶＲＦ、Ｍ＝０．７に関して、測定された圧力経時変化を示す。
【図１４ｃ】ＶＲＦ、Ｍ＝０．５に関して、測定された圧力経時変化を示す。
【図１４ｄ】ＶＲＦ、底に関して、測定された圧力経時変化を示す。
【図１５】Ｍ＝０．９において、ＶＲＦに関して実験から得られた音圧レベル（ＳＰＬ）を示す。
【図１６ａ】Ｍ＝０．９に関して、キャビティの底での測定されたＳＰＬの比較を示す。
【図１６ｂ】Ｍ＝０．７に関して、キャビティの底での測定されたＳＰＬの比較を示す。
【図１６ｃ】Ｍ＝０．５に関して、キャビティの底での測定されたＳＰＬの比較を示す。
【発明を実施するための形態】
【００２０】
図４は、本発明の実施形態に係る、修正された幾可学的形状を有する開放キャビティの略図である。この特定の楕円の後面（ＥＲＦ）構成については、キャビティ長（Ｌ）は、キャビティの前縁から楕円壁の中央平面までである（軌道長半径の５０％）。底の長さを表わす（Ｌｆ）は（Ｌ）−（Ｄ）と等しく、図１に示される長方形キャビティ（Ｌｆ＝Ｌ）とは異なることがわかり、比較のためにここでさらに示される。
【００２１】
本発明に係る解は幾可学的形状自体にあり、面と衝突する流れの幾何学的形状を変え、およびキャビティの長さと深度の点からキャビティの大きさをそのままに保つことによって達せられる。本発明では、提案される形状の１つは、圧力振動およびノイズを縮小するための、キャビティの前向き面の段の楕円の形状である。発明概念を証明するために発明者によって実行された実験に加えて、市販のソフトウェア、ＡＮＳＹＳ−ＦＬＵＥＮＴを使用した二次元のＣＦＤシミュレーションをさらに行った。図５ａと５ｂに示される結果は、振動の完全な軽減を実証する。（自由流速度およびキャビティ長によって標準化された）経時的な圧力変動（自由流圧力によって標準化された圧力）は、ＶＲＦ構成に関して完全に明白であり、および、後部壁上の位置における異なるマッハ数に関して図５ａに示される。キャビティ後面として楕円の凸面を採用すると、図５ｂに提示されるように後部壁における変動を示さず、すべてのマッハ数における振動の完全な軽減を示す。
【００２２】
本発明の結果は、後縁部およびキャビティの面の形状を変更することによって、前向き縁への衝突を和らげることである。図６は、Ｍ＝０．９における、通常の長方形キャビティと縁を楕円に変更したキャビティとの間の、キャビティの底に沿った圧力係数の差を示す（（Ｘ）は（Ｌｆ）により標準化される）。
【００２３】
図からわかるように、一旦楕円の形状が使用されると、有意な圧力係数の低下が底面上で観察される。キャビティの底の一定の圧力分布が観察され、それは逆の出力を受けにくいことを示す。
【００２４】
図７は、Ｍ＝０．９において、長方形の開放キャビティ（ＶＲＦ）および縁が楕円の変更されたキャビティ（ＥＲＦ）に関して、キャビティの底における測定された音圧レベルを比較する。変動する圧力の主モード周波数は、Ｍ＝０．９においてキャビティの底で測定された、通常の長方形キャビティに関して示される。対照的に、同じ図で明確に示されるように、Ｍ＝０．９において楕円面のキャビティに関して測定された音圧レベルは、すべての端部音およびそのモードの軽減を示す。
【００２５】
したがって先の記述から、本発明が以下の特徴を提供することが明らかになる：
１．垂直の壁から湾曲壁までの、キャビティの後面／端部の変化は、開放形キャビティに対する圧力振動を相当に低減することができ、および、特に楕円形状は、音速以下、遷音速、および超音波のマッハ数における振動を完全に縮小することができる。
２．本発明は、多くのキャビティの用途、とりわけ自動車の窓／屋根の開口部（音速以下）、航空機着陸装置（音速以下）、航空機の爆弾倉（遷音速）、スクラムジェット絶縁装置およびスクラムジェット燃焼装置内のキャビティ火炎保持器（超音波）等であり、開放形の構成を有し、圧力変動に関連する問題が最大である用途に適用可能である。
３．本発明の実装は、安全性と精度の点において負荷を低下させるのに役立つ（例えば武器）、キャビティの底におけるほぼ一定の圧力分布をもたらす。
４．本発明はさらに、燃焼室における主要な関心事が燃焼安定性および再循環領域との適切な混合であるキャビティ火炎保持器の設計として有用で有り得る。燃焼室は、保炎のための安定したキャビティ、および誘起時間を減らすラジカルの熱いプールを有するキャビティ内部の再循環領域を必要とする。本発明に係る開放形キャビティは、良好な程度の性能を備えつつ、これらの厳格な要件のすべてを満たすことができる。
【００２６】
上記の記述は、添付された請求項に対する十分な支持を可能にし、および支持を提供すると信じる。しかしながら注意すべきは、以下の付録は、本発明が着想され、実行されるもととなった実験およびシミュレーションの結果を詳細に述べる、草案の雑誌論文の一部を含む。付録に関連するグラフ式の結果は図で参照される。本出願の出願日において、草案の雑誌論文はまだ掲載されていなかったことに留意されたい。
【００２７】
＜付録＞
本研究では、我々は、この種のものとしては初めてとなる、垂直から楕円の形状に至る、キャビティ後面への幾何学的な修正を提案する。通常の長方形の開放キャビティ、およびＭ＝０．５〜０．９の間の音速以下と遷音速のマッハ数の範囲に関して、この技術は、自励式の強いキャビティ流れ振動を大きく低減し、完全に除去しさえし得ることが、実験的および数的に実証される（Ｒｏｓｓｉｔｅｒのモード）。実験はシャドウグラフおよびオイルフローによる可視化、静的および不安定な圧力の測定を含む。計算は、ＡＮＳＹＳ−Ｆｌｕｅｎｔを用いたｋ−ω  ＳＳＴ乱流モデルと共に、二次元の不規則な圧縮性ＲＡＮＳ法を含む。
【００２８】
＜１．はじめに＞
キャビティ流れの用途は、音速以下にはじまり遷音速、超音速、極超音速の流れに至る、マッハ数の全範囲にわたる。具体的な例としては、航空機の着陸装置、内部キャビティからの蓄積分離、スクラムジェット吸気の絶縁装置流れ制御、燃焼室のキャビティ火炎保持器等が含まれる。キャビティ流れは、その長さ対深さの比率（Ｌ／Ｄ）に基づいて、開放または閉鎖に分類される。１０未満のＬ／Ｄ比を有する開放キャビティ流れでは、強い圧力振動が生じる。これらの圧力振動は、キャビティとその完全性を収容する構造を損ない得る、キャビティの近接部におけるノイズレベルと激しい変動性圧力をもたらす。これらの不安定な圧力特性を理解するための研究（例えばＡｌｖａｒｅｚ  ｅｔ  ａｌ．  （２００４））、および様々な能動および受動制御技術の実装によるそのような負荷の制御に向けた研究（例えばＲｏｗｌｅｙ＆Ｗｉｌｌｉａｍｓ（２００６））が行われてきた。
【００２９】
図２に示されるように、自由流の流れがキャビティの前縁（ＬＥ）からはく離する時、せん断層が形成され、それは全キャビティ長にわたる。キャビティの後面への衝突に際して、その後縁（ＴＥ）の近接部において、上流に伝播し、およびＬＥでせん断層形成を引き起こし、ケルビン・ヘルムホルツの不安定性を引き起こし、ＴＥへ向かう対流中に増大して一連の渦を形成する音響領域が形成される。後面への衝突後、フィードバックループを閉じ、および自立型の圧力振動を提供する音波が再生成される。これらの振動およびその関連する共振振動数は、波の構造的な強化を提供するフィードバックループ内の位相関係によって判定することができる。キャビティ内部の圧力変動スペクトルは広帯域ノイズおよび狭帯域音からなる。広帯域の源は、自由流およびせん断層である。
【００３０】
共振振動数（音色）は、Ｒｏｓｓｉｔｅｒ（Ｒｏｓｓｉｔｅｒ  １９６４）によって最初に提供され、彼は半実験式を発展させ、および後に以下のように修正した：
【００３１】
【化１】
2019510174.tif 000003
【００３２】
ｎが無次元の周波数（ストローハル数）である場合、Ｕ∞とＭ∞はそれぞれ自由流速度およびマッハ数であり、ｍは整数のモードナンバー、ａはキャビティ内の渦はく離と音波反響との間の位相後退に関連する実験定数、およびＵｃはキャビティ長上の渦の対流速度である。
【００３３】
フィードバックループを破壊するために、受動的および能動的な流れ制御技術が試されてきた。いくつかの例には、ボルテックススタビライザー、のこぎり刃状のスポイラー（Ｍｏｏｎ  ｅｔ  ａｌ．２０１０）、段状の前縁（ＭａｃＭａｎｕｓ＆Ｄｏｒａｎ  ２００８）、幾何学傾斜後縁（Ｖｉｋｒａｍａｄｉｔｙａ＆Ｋｕｒｉａｎ  ２００９）、前縁セレーション（Ｇａｉ  ｅｔ  ａｌ．２０１５）、受動共鳴吸音体（Ｒｏｂｅｒｔｓ  ｅｔ  ａｌ．２０１５）等の使用が含まれる。これらの受動的デバイスから得られる結果はまちまちであり、例えばＬＥセレーションとのこぎり刃状のスポイラーは有意な改善を全く報告せず、しかし他のすべてのデバイスは最大２０ｄＢの音色の減衰を報告し、および全体的な音圧レベル（ＯＡＳＰＬ）の点からの広帯域レベルを７ｄＢまで低減し、これらの低減はさらにマッハとレイノルズ数の関数である。
【００３４】
これまでに試みられた能動的な技術には、上流吹き出し（ｕｐｓｔｒｅａｍ  ｍａｓｓ  ｉｎｊｅｃｔｉｏｎ）（Ａｒｕｎａｊａｔｅｓａｎ  ｅｔ  ａｌ．２００９）、定常的な吹き出し（Ｇｅｏｒｇｅ  ｅｔ  ａｌ．２０１５）、マイクロジェットアクチュエータ（Ａｌｉ  ｅｔ  ａｌ．２０１０）、プラズマアクチュエータ（Ｙｕｇｕｌｉｓ  ｅｔ  ａｌ．２０１４）、振動する傾斜部、フェンス（Ｓａｒｎｏ＆Ｆｒａｎｋｅ  １９９４）、吹き出し（ｍａｓｓ  ｉｎｊｅｃｔｉｏｎ）（Ｖａｋｉｌｉ＆Ｇａｕｔｈｉｅｒ  １９９４）等が含まれる。約４０−５０％の二乗平均平方根（ＲＭＳ）圧力の減少は、吹き出し（ｍａｓｓ  ｉｎｊｅｃｔｉｏｎ）で報告され、ピーク音の７〜１０ｄＢの低減、他の異なる能動制御に関するＯＡＳＰＬの５ｄＢの低減が報告されている。プラズマアクチュエータの採用は、Ｍ＝０．６において最大で２３ｄＢのピーク音の低減を報告する。しかしながら、これらのすべての能動的および受動的制御技術をもってしても、音ピークの完全な軽減とモード周波数の消滅は報告されていない。
【００３５】
キャビティ後縁の３つの異なる幾何学的形状を伴う水トンネル実験（Ｓｈａｒｐ，Ｎｏｓｅ  ｓｈａｐｅ  ａｎｄ  Ｒｏｕｎｄ）が報告されている（Ｐｅｒｅｉｒａ＆Ｓｏｕｓａ  １９９４）。後縁の丸みによる揺動振幅の有意な変化は報告されていない。後縁の幾可学的形状を修正した（４５°のくさび、異なる曲率を有する局地的な湾曲傾斜）キャビティ上の超音速流振動の数値シミュレーションは、Ｚｈａｎｇ（１９９８）によって試みられた。くさび反響は圧力変動の低減の点において湾曲縁よりも優れていた（１２ｄＢ以内の低減）。キャビティ流れのフィールドスタディーおよびその制御についてのレビューは、（Ｌａｗｓｏｎ＆Ｂａｒａｋｏｓ  ２０１１）および（Ｃａｔｔａｆｅｓｔａ  ｅｔ  ａｌ．２００８）に報告されている。
【００３６】
幾可学的構成により生じる、そのような不必要だが不可避の負荷を緩和するためのより単純な手法の探求は有益である。本研究では、圧力振動およびノイズを減らすために、キャビティ後面に楕円形状を付加することを提案する。実験および数的結果はこの主張を強く支持する。
【００３７】
＜２．実験＞
すべての実験は、テクニオン・イスラエルの宇宙工学部（Ｆａｃｕｌｔｙ  ｏｆ  Ａｅｒｏｓｐａｃｅ  Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，Ｔｅｃｈｎｉｏｎ，Ｉｓｒａｅｌ）の遷音速風洞施設を使用して行なわれた。これは、８００ｍｍ（高さ）、６００ｍｍ（幅）および１５００ｍｍ（長さ）の試験区間サイズを有する誘導型閉回路トンネルである。トンネルの操作マッハ数は０．１〜１．１である。この試験は、それぞれＲｅ＝１０．７、１３．５および１５．７×１０６／ｍのレイノルズ数に対応するマッハ数０．５、０．７および０．９で行なわれた。
【００３８】
本研究で使用されるキャビティモデルは、針を取り付けたタイプであり、キャビティの様々な部分を変更する等のためにモジュールの形状で設計されている。キャビティの寸法は、長さＬ＝６１ｍｍ、深さＤ＝１７ｍｍ、および幅Ｗ＝３４．６ｍｍであり、よってＬ／Ｄ＝３．５８である。キャビティの前部胴体は長さ１３４ｍｍ、および幅６９．４ｍｍである。流れの可視化と光学測定のための、キャビティの深み内部への光アクセスのために、キャビティの側壁は融解石英ウィンドウで作られている。
【００３９】
通常の長方形キャビティは、垂直の後面（ＶＲＦ）を有する。本研究では、キャビティ後面の幾可学的形状を、キャビティの深さの２倍の軌道長半径を有する楕円の形状（ＥＲＦ）に変えた。結果としての幾何学的構成は、図４に概略的に示される。ＥＲＦ構成については、キャビティ長（Ｌ）は、キャビティの前縁から楕円壁の中央平面までである（軌道長半径の５０％）。図において、（Ｌｆ）は、長方形キャビティ（Ｌｆ＝Ｌ）および楕円キャビティ（Ｌｆ＝Ｌ−Ｄ）ごとに異なる底の長さを表わす。
【００４０】
境界層の測定は、我々の２Ｄ  ＣＦＤシミュレーションに正確な入来速度分布を提供するために必要であった。組織内構築されたスタッガードピトー境界層プローブを、キャビティの前縁の位置で、モデル上の境界層を測定するために使用した。Ｍ＝０．７での境界層の厚さは６ｍｍと推測され、１／７べき乗則プロフィールに従う。
【００４１】
オイルフローの可視化試験を、二酸化チタン、オレイン酸および潤滑油の適当な混合物を用いて、表面流動領域の詳細を得るために行った。混合物は、各試験走行に先立ってキャビティのすべての表面に均等に噴霧された。すべての表面の静止画像を試験走行後に得て、流脈線を乾かせるようにした。２つの１２”，ｆ／７．６放物面鏡を備えた標準的なシュリーレン装置を、キャビティの全流動領域のシャドウグラフ画像を得るために使用した。１Ｊのエネルギーと９μｓのパルス幅を有する、５０Ｈｚパルスのキセノン光源（３ｍｍのアーク長）を、瞬時の流れ画像を得るために使用した。光源は、フレーム率２ｋＨｚの性能を有し、およびＰＣＣ２．４ソフトウェアを通じて制御されるＩＭＰ  ＣＭＯＳ  Ｃａｍｅｒａ（Ｐｈａｎｔｏｍ  Ｖ２１１）と同調させた。
【００４２】
静圧および全圧を、適切な範囲でハネウェル社のセンサーを使用して測定した。１．２ｍｍ直径の圧力ポートを、すべてのキャビティ構成に対して、キャビティの底（６番）およびキャビティ後面（５番）上に作成した。ポートを、トンネル内の鋼およびポリエチレンの管を通してセンサーに接続した。センサー出力を、Ｎａｔｉｏｎａｌ  Ｉｎｓｔｒｕｍｅｎｔｓ  ＳＣＸＩ  １５２０／１１２５の信号調整装置を使用して増幅し、およびフィルタリングした。静圧を、１６ビットのＮＩ  ＰＸＩ  ６２２１データカードを使用してサンプリングし、平均化し、そして記録した。不安定な圧力は、それぞれ８５ｋＨｚおよび１８０ｋＨｚの固有周波数を有するＥｎｄｅｖｃｏ  ８５１０Ｂ−５および８５３０Ｃ−１５センサーを使用して測定した。キャビティ上の不安定な圧力の測定位置は、ＶＲＦおよびＥＲＦに関して、正面および底の中央の中心線にあった。追加の試験を、後面に対する圧力変動を得るために、正面のキャビティブロックを後ろのブロック部位に配置することによって、ＶＲＦに対して行なった。２つの不安定な圧力のセンサーを、２４バイトのデータカードＮＩ  ＵＳＢ  ４４３１および１６バイトのＮＩ  ＰＸＩ  ６２２１を個別に使用してサンプリングした。不安定なデータを、２秒間、５０ｋＨｚでサンプリングした。信号を、１００Ｈｚで高域通過フィルタリングし、および２０ｋＨｚで低域フィルタリングした。分析のためにデータを、１２．２Ｈｚの周波数分解能を提供する５０％の重複を有する４８のブロックに分割された２１２のサンプルのレコード長に分解した。ブロックを、ハニング機能を使用して窓処理し、およびＦＦＴスペクトルのデータを、ウェルチ法を使用しＭＡＴＬＡＢで生成した。
【００４３】
不確実性解析を、試験走行および具体的な再現性試験を用いて実行した。用いたマッハ数の不確実性は±０．０１であると推測される。Ｃｐ（圧力係数Ｃｐ＝（（ｐ−ｐ∞）／０．５ｐ∞  Ｕ∞２）に関する再現性圧力測定における変動は±０．００７であると推測される。不安定な圧力の再現性は、２５Ｈｚ以内の卓越振動数、１ｄＢの音圧レベルピーク、および±０．５ｄＢ以内の広帯域エネルギーＯＡＳＰＬにおける変動を示す。
【００４４】
＜３．シミュレーション＞
圧縮性レイノルズ平均ナビエ−ストークス方程式の不安定性２Ｄ  ＣＦＤシミュレーションを、市販の有限容積コードＦＬＵＥＮＴ  Ａｎｓｙｓを使用して実行した。乱流クロージャーに関しては、ｋ−ω  ＳＳＴモデルを使用した。定常状態への収斂後に初めて、２順目の暗黙の一時的シミュレーションを開始した。物理的な時間段階Δを、Ｒｏｓｓｉｔｅｒモードを正確に取り込むのに十分な１００ｋＨｚのサンプル速度に対応するように設定した。
【００４５】
計算領域全体を、キャビティ底上の１３ｙ＋に相当する約０．０９ｍｍ間隔の壁近くのセルを有する均一の四辺形セルで区分した。実験の所見に類似する１／ｎべき乗則を用いた乱流の境界層シミュレーションのために、ＵＤＦプログラムをインレット境界条件に差し込んだ。圧力遠場境界条件をすべての外部境界に適用し、および、横滑り無で且つ不浸透の壁境界条件をキャビティ壁に適用した。
【００４６】
後処理およびデータ解析として、圧力変動の経時変化を得るために特定箇所をキャビティ表面上でモニタリングした。圧力信号のＦＦＴを、ＭＡＴＬＡＢを使用して行った。完全なキャビティ形状上における他の流れ特性の時間統計を得るために、２ミリセカンドのサンプリング時間でのデータサンプリングを、不安定性の計算の完了後にすべての計算に対して行い、それによって振動の１０サイクルを十分に考慮に入れることができた。平均値とＲＭＳの詳細は、これらの操作をして初めて得られた。
【００４７】
＜４．結果と論考＞
【００４８】
＜４．１．質的流れ＞
Ｍ＝０．９および異なる無次元時間における、２Ｄ計算から得た長方形キャビティ（ＶＲＦ）上の渦の等高線を、図８に示す。無次元の単位時間は、キャビティ長を通過する自由流の流れによって得られた時間である。図８は、４８．９μｓ（τ＝ｔＵ∞／Ｌ＝０．２２）の時間間隔ではく離する、この渦の異なる位相を示す。図は、キャビティのＬＥにおける渦の形成、およびキャビティのＴＥに向かう下流への対流を示す。図８ｂは、ＬＥ付近の渦の新しい展開を示し、図８ｃから８ｉでは対流型の渦をはっきり見ることができる。同じ位置での別の渦の再形成までの、渦の全形成サイクルは、図８ｂから８ｉで観察することができる。
【００４９】
典型的な渦は、キャビティ長を移動するのに０．３５ミリセカンド（τ＝１．５７）の時間を要し、従って、渦の対流速度はおよそ１７４．３ｍ／ｓである。対流速度と自由流速度の比率は、Ｒｏｓｓｉｔｅｒ（１９６４）によって報告された０．５７の値と比較すると、（Ｕｃ／Ｕ∞）＝０．６３である。この推定比率に基づき、および修正されたＲｏｓｓｉｔｅｒ方程式を用いて、長方形キャビティに関する本研究で調査された事例に対して、ストローハル数とマッハ数の比較を行う。
【００５０】
図９は、実験および計算によって得た結果を示す。我々の２Ｄ計算、Ｒｏｓｓｉｔｅｒの経験的関係（様々な線で示される）、および実験とは、非常によく一致している。我々の実験結果もまた、第４モードを除いてよく予測されている。
【００５１】
本研究では、キャビティの垂直の後面を、楕円形状に変更している。２つの構成に関連する瞬時の２Ｄ計算の結果は、図１０で比較される。渦の振幅等高線（上段）は、キャビティ前縁からのはく離を軽減し、キャビティ後縁への滑らかなせん断層衝突をもたらすことを示す。流線（下段）はさらに、垂直の後面形状（ＶＲＦ）の場合の不均一な振動流と比較して、楕円の後面キャビティ（ＥＲＦ）の場合の均一な循環流を示す。より重要なことは、ＥＲＦ構成に関して提示された等高線は、時間によって変化せず、２−Ｄ定常状態解を示している。
【００５２】
これは、キャビティ後縁への、滑らかなせん断層衝突を示す。ＶＲＦキャビティのすべての面における表面流動パターンは、オイルフローによる可視化を採用して図１１ａに示され、若干の遠近法的な誤りを伴う。自由流の流れは後面に衝突し、およびキャビティ内部へと下向きに渦巻こうとしており、それは次に床面のごく近くではく離されることが積み重なったオイル線によって表される。添付したキャビティ底での流れパターンは、自由流の流れに向かう反対方向の流れが、キャビティ後面からキャビティ長の６０％まで流れることを示す。この点を越えた流れはく離があり、オイル流れの流脈線の途切れによって表される。キャビティの中心線の両側に現われる２つの突出部は、側壁の衝突による。さらに、底には、正面からこれらの突出部の端部までの自由流方向への流れがあり、流れがキャビティ底から離昇することを示す。
【００５３】
正面およびキャビティ側面（図示せず）における流れのパターンはそれぞれ、中心から外れた２つの突出部と、キャビティ底の流れの離昇を確証する。ＥＲＦの後面におけるオイル流れのパターン（図１１ｂ）は、自由流れに沿った方向と、キャビティの深みに向かう方向という２つの方向を示す。ＶＲＦと比較すると、キャビティ底の表面流動に流動領域の違いがあることが示される。流れはく離はキャビティ底の長さに沿って低減した。さらに、ＶＲＦと比較すると、ＥＲＦの正面上の流れパターンに違いがある。
【００５４】
＜４．２．平均壁圧力＞
ＶＲＦとＥＲＦを有するキャビティを用いた、マッハ数０．５、０．７および０．９での、２Ｄ計算によるキャビティ底に沿った圧力分布、および実験によるキャビティ底の中心線上の制限された位置での圧力分布を、図１２ａと１２ｂに提示する。後面位置近くにＶＲＦを有する、すなわちＸ／Ｌｆ＝０．９−１．０のキャビティに対する底圧力は、流れ衝突により非常に高い値を示す。流れがキャビティのＬＥの方へ向かうとともに、圧力は底に落ち、Ｘ／Ｌｆ＝０．７までの流れ加速を示す。この先端部を越えると流れは速度を落とし、および逆の圧力勾配が作られ、それはＸ／Ｌｆ≦０．４での流れはく離をもたらす。圧力傾向はすべてのマッハ数で類似しているが、値は異なる。計算された圧力（図１２ａ）と測定された圧力（図１２ｂ）との比較もまた、ＶＲＦを有するキャビティとの類似性を示す。
【００５５】
楕円の後面（ＥＲＦ）の採用は、不意にピーク圧力を下げ、Ｘ／Ｌｆ≒０．９での後面位置近くに存在する。その後、流れは、キャビティの正面までの残りのキャビティ長においてほぼ一定になる。傾向はすべてのマッハ数で類似している。実験の所見（図１２ｂ）はさらに、計算された結果（図１２ａ）と比較して、ＥＲＦの採用と類似した傾向を示す。これは、キャビティ底からの圧力でマイナスに影響することなく、キャビティ内に収容される蓄えの展開に適した、キャビティ底の圧力を一定にする楕円の後面を採用することの利点を示している。
【００５６】
＜４．３．不安定性圧力の結果＞
解を、ＦＦＴ分析のために等間隔距離の時間段階で、１０５のサンプルに対応するＶＲＦを有するキャビティに対し１．０秒まで得た。不安定性圧力の経時変化を得るために、かつ実験と比較するために、３つの点をキャビティ状でモニタリングした。点を同定し、それは点が後面、底および正面の中間点にあった実験と似ていた。小さな流れ時間窓で、これらのすべての点および異なるマッハ数において、ＶＲＦを有するキャビティに関して得た圧力の経時変化を、図１３ａ−ｃで示す。Ｍ＝０．９（図１３ａ）の場合、圧力変動は、振幅の点でほぼ同じである底および正面の中点値と比較して、後面において最大となっている。
【００５７】
これらの変動それぞれの出現度数もまた、ごく小さな変動を伴うであろうが、３点全てにおいて類似していることが明らかである。マッハ数をＭ＝０．７（図１３ｂ）およびＭ＝０．５（図１３ｃ）へ減少させることで、圧力変動の振幅はすべての点において減少し、また同様に変動パターンも異なっている。試験されたすべてのマッハ数に関して、楕円の後面（ＥＲＦ）を採用したキャビティの後面の中間点における計算された圧力経時変化を、図１３ｄに示す。図は、キャビティにおいて最も高い圧力振動点を示すであろうと予想される後面で何の圧力変動も示さない。結果はマッハ数に依存しない。これは、楕円形状にキャビティ形状の後面を変更することの、並はずれた利点を明確に示す。
【００５８】
実験を、ＶＲＦに対して、キャビティ正面、底および後面の中心線の中間にある制限された位置で、時間分解圧力を得るために行った。特定の時間窓に対する、および異なるマッハ数におけるすべてのセンサーによる圧力経時変化を、図１４ａ−ｃに示す。圧力変動を明確に実証し、およびそれはマッハ数の減少に伴って縮小する。明らかに、後面センサーは最も高い圧力振動を記録する。キャビティ底は、後面よりも低く、および正面よりも高い圧力変動を記録する。ＥＲＦを有するキャビティを用いた実験における圧力測定位置は、２つのみであり、すなわちキャビティ底と正面である。様々なマッハ数における、キャビティの底への圧力の経時変化は、図１４ｄに示される。すべてのマッハ数において、圧力変動の軽減の実証は、図によって完全に明白であり、２Ｄ計算された結果と完全に一致する。
【００５９】
Ｍ＝０．９において、ＶＲＦを有するキャビティに関するこれらの圧力データから得た音圧レベルは、図１５に提示される。同じ図において、強調された４つの垂直な破線は、半実験的比較から得たＲｏｓｓｉｔｅｒ周波数を表す。測定された周波数および予測された周波数を比較すると、極めて類似している。キャビティのすべての面は、同じような振動周波数を示すが、後面から底、そして前面へのピーク音値の低減を伴う。我々が後面から正面まで移動するとともに、狭帯域音と同様に広帯域音もまた低減する。これは、振動現象は全キャビティ長に起こるが、影響はキャビティの後面または端部から、キャビティ前縁に向かって上流に移動することを示す。従って、後面の幾可学的形状の修正は、キャビティ長の残りの部分により小さな影響を引き起こすだろう。
【００６０】
キャビティに関するキャビティ底の測定された音圧レベルと、様々なマッハ数におけるＶＲＦとＥＲＦの比較は、図１６ａから１６ｃに提示される。Ｍ＝０．９では、音ピークの完全な軽減（３０ｄＢの卓越したピーク低減）、および約１０ｄＢの平均広帯域スペクトルの低減が観察される（図１６ａ）。Ｍ＝０．７におけるＥＲＦの反応（図１６ｂ）もまた、音ピークの除去（２３ｄＢの卓越したピーク低減）、および５ｄＢまでの広帯域スペクトルの低減を示す。しかしながら、マッハ数がＭ＝０．５に下がると（図１６ｃ）、特定モード周波数の抑制が観察されるが、振幅にある程度の低減（１０ｄＢ）を伴う第２のモードが見られる。広帯域スペクトルはさらに、より高い周波数の場合に類似していることが観察され、これはトンネル自体のノイズに起因する。ＶＲＦ事例において、キャビティの後部がＥＲＦに取り替えられた時に、離れた流動領域における音波の存在が完全に除去されることを実証するために、シュリーレン写真を使用した。
【００６１】
＜５．結論としての所見＞
実験と計算を、音速以下および遷音速で、通常の長方形キャビティに対して行った。キャビティの後縁／面への幾何学的修正を、楕円の形状を用いて行った。長方形キャビティを回る、底にある流れの特徴を得て、それをさらにＲｏｓｓｉｔｅｒの半実験的比較を使用し、およその予測と比較することによって確認した。大振幅の不連続性キャビティ音が観察され、その要員はキャビティ流れのフィードバックループ、せん断層形成、およびより重要なのはキャビティの後縁部への流れ衝突である。異なる後縁部の採用、またはキャビティ後部の垂直な形状を楕円に修正することは、すべての周波数においてキャビティ狭帯域音を完全に軽減し、および広帯域スペクトルを低減することを見事に証明している。静圧もまた、キャビティ底の全長にわたって均一のままである。この技術は、開放キャビティ上の音モード周波数の効率的な除去において、現在まで、最も単純で堅調な方法であると考えられる。
【００６２】
＜参考文献＞
本発明の背景として関連すると考えられる先行技術文献が以下に表記される。本明細書における参考文献への謝辞は、本明細書に開示される発明の特許性にこれらが多少なりとも関係することを意味するように推測されることはない。
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［１５］Ｖａｋｉｌｉ，Ａ，Ｄ．＆Ｇａｕｔｈｉｅｒ，Ｃ．１９９４ Ｃｏｎｔｒｏｌ ｏｆ ｃａｖｉｔｙ ｆｌｏｗ ｂｙ ｕｐｓｔｒｅａｍ ｍａｓｓ−ｉｎｊｅｃｔｉｏｎ．Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ａｉｒｃｒａｆｔ ３１，１，１６９−１７４．
［１６］Ｖｉｋｒａｍａｄｉｔｙａ，Ｎ．Ｓ＆Ｋｕｒｉａｎ，Ｊ．２００９ Ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ａｆｔ ｗａｌｌ ｓｌｏｐｅ ｏｎ ｃａｖｉｔｙ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｏｓｃｉｌｌａｔｉｏｎｓ ｉｎ ｓｕｐｅｒｓｏｎｉｃ ｆｌｏｗｓ．Ｔｈｅ Ａｅｒｏｎａｕｔｉｃａｌ Ｊｏｕｒｎａｌ １１３，１１４３，２９１−３００．
［１７］Ｙｕｇｕｌｉｓ，Ｋ．，Ｈａｎｓｆｏｒｄ，Ｓ．，Ｇｒｅｇｏｒｙ，Ｊ．Ｗ．＆Ｓａｍｉｍｙ，Ｍ．２０１４ Ｃｏｎｔｒｏｌ ｏｆ ｈｉｇｈ ｓｕｂｓｏｎｉｃ ｃａｖｉｔｙ ｆｌｏｗ ｕｓｉｎｇ ｐｌａｓｍａ ａｃｔｕａｔｏｒｓ．ＡＩＡＡ Ｊｏｕｒｎａｌ ５２，７，１５４２−１５５４．
［１８］Ｚｈａｎｇ，Ｘ．，ＲｏｎａＡ．ＥｄｗａｒｄｓＪ．Ａ．１９９８ Ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｔｒａｉｌｉｎｇ ｅｄｇｅ ｇｅｏｍｅｔｒｙ ｏｎ ｃａｖｉｔｙ ｆｌｏｗ ｏｓｃｉｌｌａｔｉｏｎ ｄｒｉｖｅｎ ｂｙ ａ ｓｕｐｅｒｓｏｎｉｃ ｓｈｅａｒ ｌａｙｅｒ．Ｔｈｅ Ａｅｒｏｎａｕｔｉｃａｌ Ｊｏｕｒｎａｌ ＰａｐｅｒＮｏ．２２５８，１２９−１３６．
【図１ａ】
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【図１ｂ】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５ａ】
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【図５ｂ】
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【図６ａ】
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【図６ｂ】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１ａ】
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【図１１ｂ】
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【図１２ａ】
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【図１２ｂ】
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【図１３ａ】
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【図１３ｂ】
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【図１３ｃ】
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【図１３ｄ】
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【図１４ａ】
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【図１４ｂ】
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【図１４ｃ】
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【図１４ｄ】
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【図１５】
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【図１６ａ】
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【図１６ｂ】
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【図１６ｃ】
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【手続補正書】
【提出日】平成30年1月24日(2018.1.24)
【手続補正１】
【補正対象書類名】特許請求の範囲
【補正対象項目名】全文
【補正方法】変更
【補正の内容】
【特許請求の範囲】
【請求項１】
開放形の長方形キャビティ上の圧力振動または音響負荷を減らす方法であって、前記開放形の長方形キャビティは、上部端が前縁を構成する正面を有し、および上部端が後縁を構成する後面を有し、前記圧力振動または音響負荷は、前縁から後縁へ通り抜けるせん断層の渦によって形成され、前記せん断層の渦は後縁の角に衝突し、および反対方向に伝わる音波を生成して共鳴と強い圧力振動を引き起こし、前記方法は、キャビティ内部で凸状曲面を呈するように、キャビティの実質的にすべての後面に湾曲を適用することを特徴とする、方法。
【請求項２】
凸状曲面の長手方向軸を通る断面図は楕円の一部を描く、請求項１に記載の方法。
【請求項３】
凸状曲面の長手方向軸を通る断面図は双曲線の一部を描く、請求項１に記載の方法。
【請求項４】
凸状曲面の長手方向軸を通る断面図は放物線の一部を描く、請求項１に記載の方法。
【請求項５】
凸状曲面の長手方向軸を通る断面図は、一般的な多項式、一般的な三角関数、一般的な双曲線関数、および一般的な指数関数のいずれか１つの一部を描く、請求項１に記載の方法。
【請求項６】
開放形の長方形キャビティ上の圧力振動または音響負荷を減らす方法であって、前記開放形の長方形キャビティは、上部端が前縁を構成する正面を有し、および上部端が後縁を構成する後面を有し、前記方法は、凸状曲面の長手方向軸を通る断面図が楕円の一部を描くように、キャビティ内部で凸状曲面を呈するように後面の少なくとも上部に湾曲を適用する工程を含む、方法。
【請求項７】
音速以下、遷音速、および超音速のマッハ数で振動を低減するために使用される、請求項１から６のいずれか１つに記載の方法。
【請求項８】
開放形の長方形キャビティは、自動車の窓、屋根の開口部、音速以下の飛行機着陸装置、遷音速の航空機の爆弾倉、超音速のスクラムジェット絶縁装置およびスクラムジェット燃焼装置内のキャビティ火炎保持器から成る群に含まれる、請求項１〜７のいずれか１つに記載のキャビティ。
【請求項９】
開放形キャビティであって：
キャビティの底に対して垂直に伸長する平らな正面であって、正面の上部端が前縁を構成する正面、および
その上部端が後縁を構成する後面を含み；
後面は、キャビティの底から伸長するまたはそれに近接し、キャビティ内部で凸状曲面を呈するように湾曲し、それによって、さもなくば前縁から後縁へと通り抜け、および後縁の角に衝突するせん断層の渦によって形成される音波を低減することを特徴とする開放形キャビティ。
【請求項１０】
凸状曲面の長手方向軸を通る断面図は楕円の一部を描く、請求項９に記載の開放形キャビティ。
【請求項１１】
凸状曲面の長手方向軸を通る断面図は双曲線の一部を描く、請求項９に記載の開放形キャビティ。
【請求項１２】
凸状曲面の長手方向軸を通る断面図は、放物線の一部を描く、請求項９に記載の開放形キャビティ。
【請求項１３】
凸状曲面の長手方向軸を通る断面図は、一般的な多項式、一般的な三角関数、一般的な双曲線関数、および一般的な指数関数のいずれか１つの一部を描く、請求項９に記載の開放形キャビティ。
【請求項１４】
開放形キャビティであって：
キャビティの底に対して垂直に伸長する平らな正面であって、正面の上部端が前縁を構成する正面、および
その上部端が後縁を構成する後面を含み；
ここで、凸状曲面の長手方向軸を通る断面図が楕円の一部を描くように、キャビティ内部に凸状曲面を呈するように後面の少なくとも上部が湾曲し、それによって、さもなくば前縁から後縁へと通り抜け、および後縁の角に衝突するせん断層の渦によって形成される音波を低減することを特徴とする開放形キャビティ。
【請求項１５】
自動車の窓、屋根の開口部、音速以下の飛行機着陸装置、遷音速の航空機の爆弾倉、超音速のスクラムジェット絶縁装置およびスクラムジェット燃焼装置内のキャビティ火炎保持器からなる群に含まれる、請求項９〜１３のいずれか１つに記載の開放形キャビティ。
【国際調査報告】
2019510174.tif 000033
2019510174.tif 000034